MG10t28m門式起重機設計計算書

1、 設計計算書 雙雙梁梁通通用用門門式式起起重重機機 mlh10t28mmlh10t28m 設設 計計 計計 算算 書書 設計計算書 目目 錄錄 一、產品用途 二、主要技術參數 三、設計計算校核 1主梁設計 2支腿設計校核 3上下橫梁設計校 核 4起重機剛度設計校 核 5起重機拱度設計校核 6減速電機的選用 設計計算書 設計計算校核： 一、產一、產 品品 用用 途途 一、用途 門式起重機是廣泛用于工廠、建筑工地、鐵路貨場、碼頭倉庫等處的 重要裝卸設備，按其用途不同，分為通用門式起重機，造船門式起重機和 集裝箱門式起重機。本產品為雙梁門式起重機，為應用最廣的一種。 二、主要技術參數二、主要技術參數

2、 項目名稱主要技術參數備注 安全起重量10t 跨距28m 起升高度9m 起重機等級a5 起升機構等級m4 起升速度5/0.83m/min 大車速度32m/min 變頻無級調速 小車速度20m/min 變頻無級調速 起重機橋架質量32t 起重機控制室內地面操作 總功率23kw 主梁形式箱形梁焊接 表面處理要求拋丸處理 小車質量0.7t 最大輪壓140kn 控制電壓48v 電源380v/50hz 設計計算書 三設計計算校核三設計計算校核 （一） 主梁計算 主梁的截面高度取決于強度、剛度條件，一般取 h=（） 12 1 14 1 l=2333.3 2000 主梁計算的最不利工況為：起重機帶載（小車在

3、任意位置）運行起、 制動并發(fā)生偏斜的情況。 主梁承受的載荷有：結構重量，小車載荷，起升或運行沖擊力，運行 慣性力，偏斜側向力。 1.載荷與內力 主梁承受垂直載荷與水平載荷，應分別計算。 a，垂直平面 主梁在垂直平面內的計算模型應按門式起重機的各種工況分析確定。 當門式起重機靜止工作時，由于超靜定門架的剛性支腿下端有水平約束, 而使主梁減載、支腿加載；當門式起重機帶載運行工作時，卻能明顯地減 小超靜定門架支腿下端的水平約束，甚至降低到零，這時主梁受載最大。 因此，應取簡支梁計算模型。 對門式起重機的靜定門架，不管其工況如何，主梁始終為簡支梁模 型。 設計計算書 （1）載荷 1）主梁自重載荷自重載

4、荷可參照相近的結構估算，也可根據預 選的主梁截面推算，已知一根主梁質量 mg=21070kg，則一根主梁的單位 重量（n/m） fg=7101.5n/m ll gmg 2 小車軌道重量 fg=mgg=249.81=235.4n/m 主梁的均布載荷 fq=fq+fg=7336.9n/m 2）小車集中載荷 小車輪壓 根據提升機構和運行機構的設計布置，近似看成吊鉤鉛垂線中心通過 小車中心 o，小車重心也在 o 點，l1=400mm，l2=400mm 計算小車輪壓： 提升載荷為 pq=（mq+m0）g=99081n 小車重量為 pgx=mxg=6867n 滿載小車的靜輪壓為 pj1=0.5pq（1-l

5、1/b）+ pgxl2/2b=26487n pj2=0.5pql1/b+ 0.5pgx（1-l2/b）=26487n p= pj1+pj2=52974n 空載小車輪壓為 p1=0.5 m0g（1-l1/b）+ pgxl2/2b=1717n p2=0.5 m0gl1/b+ 0.5pgx（1-l2/b）=1717n 3）沖擊力自重載荷與小車載荷還應考慮起重機工作時的動力效應。 設計計算書 起升沖擊系數1=1.1 起升動載系數2=1+0.7vq=1+0.75/60=1.0583 運行沖擊系數4=1.1+0.058vd=1.1+0.05832/60=1.130h （h=1mm） 統(tǒng)一取較大值 4=1.

6、13 通常根據運行速度可以查表得到 4 的值為 1.0 綜上所述：4 =1.0 （2）內力 小車位于跨中央對主梁產生的垂直彎矩 mcv=4（）=1089834.2 84 2 lfplq b.水平平面 主梁在水平平面內采取一側與支腿鉸接另一側與支腿剛接的簡支梁模 型，以便傳遞偏斜側向力產生的力偶作用，這種模型計算最簡單， （1） 載荷 主梁在是水平面內承受大車運行起、制動產生的慣性載荷和 偏斜側向力作用。 1）大車運行起、制動的慣性力大車運行起、制動時由結構自重 和小車質量產生的水平慣性力，與大車主動輪的輪數及其分布有關，因： 主動輪數為全部輪數的一半且分配與下橫梁的四角，所以結構或小車的慣 性

7、力分別取為各自重量的 10 1 一根主梁的慣性力 pgg=20669.7n 大，小車都是 4 各車輪，其中主動輪各占一半，按車輪打滑條件確 定大， 一根主梁上小車的慣性力為 設計計算書 () () pxg =p/27=52974/14=3783.9n 大車運行起、制動慣性力為（一根主梁上） ph=p/27=52974/14=3783.9n fh=fq/27=524.1n/m 主梁跨端設備慣性力影響小，忽略 2）偏斜運行側向力 門式起重機偏斜運動時，大車輪的輪緣與軌 道側面接觸而產生水平側向力。通常側向力僅作用在一側支腿架底部， 一根主梁的重量為 pg=mqg=206696.7n 一根端梁單位長

8、度的重量為 fq1= kag=1.578500.0269.81n/m=3003.3n/m 一根端梁的重量為 pgd=fq1b=3003.35.9n=17761.5n （1）滿載小車在主梁跨中央左側端梁總靜輪壓按下圖計算 pr1=0.5（pq+pgx）+0.5（2pg） +pgd =277432.2n 設計計算書 由 l/b0的數值可查得 =0.175 側向力為 ps1=0.5pr1=24275.3n （2）滿載小車在主梁左端極限位置 左側端梁總靜輪壓為 pr2=（pq+pgx） （1-e1/l）+0.5（2pg）+pgd =224458.4n 側向力為 ps2=0.5pr2=19640.1n

9、（2）內力 1）垂直載荷 計算大車傳動側得主梁，在固定載荷與移動載荷作用下，主梁按簡支 梁計算，如圖所示 11 固定載荷作用下主梁跨中的彎矩為 mq=4（fql2/8+pgjd1/2） =1（+8829） 8 287336.9 2 2 65 . 0 設計計算書 =721885.6n 跨端剪切力為 fqc4（0.5 fql+pgj）=1(0.57336.928+8829) =111546n 移動載荷作用下主梁的內力 a滿載小車在跨中?？缰?e 點彎距為 mp 4 （b）4l 輪壓合力 與左輪的距離為 b1=b/2=0.45m 則 mp=52974（28-0.45）2 /428 =358995nm

10、 跨中 e 點剪切力為 fp 0.54 （1b/l）=26061.39n 跨中內扭矩為 tn=0.5（4tp+th）=23176.1m b。滿載小車在跨端極限位置。小車左輪距梁端距離為 c1=e1-l1=0.263m 跨端剪切力為 =4（lbc）51719.7n 跨端內扭矩為 n1（4p） （e） =46055.9n 設計計算書 主梁跨中總彎矩為 xq1080880.6nm 主梁跨端總剪切力（支承力）為 q163265.7n x1 y2y ）水平載荷 a.水平慣性載荷。在水平載荷作用下，橋架按剛架計算。因箱形 主梁與端梁連接面較寬，應取兩主梁軸線間距代替原小車軌距構成 先的水平剛架，這樣比較符

11、合實際，于是 x1= 2+20.225=2.450000m b=0.5 =1.225m a=0.5（b0k）=2.1375m 水平剛架計算模型如下圖所示： 設計計算書 1 小車在跨中。剛度的計算系數為 r1=1+2abi1/3（a+b）li2 =1.0232 跨中水平彎矩 與單梁計算相同 mh=17670.8nm 跨中水平剪切力為 fph0.5ph=3153.5n 跨中軸力為 nh=（a-b） （fhl2/12+phl）/abr1=-23681.4r 小車在跨端?？缍怂郊羟辛?ph（e1/l） =6334.6n 2）偏斜側向力。在偏斜側向力作用下，橋架也按水平剛架分析 這時，計算系數為 r

12、s=1+ki1/3li2=1.0654 小車在跨中。側向力為 ps1=8681.96n 設計計算書 超前力為 pw1= ps1b0/l=3307.4n 端梁中點的軸力為 nd1=0.5 pw1=1653.7n 端梁中點的水平剪切力為 fd1=1450.52n 主梁跨中的水平彎矩為 ms=221.2nm 主梁軸力為 ns1=7231.44n 主梁跨中總的水平彎矩為 my=17892 nm 同理小車在跨端時的應力也能計算出來： 側向力 ps2=13246.6n 超前力 pw2=5046n 端梁中點的軸力為 nd2=2523n 端梁中點的水平剪切力為 fd2=2213.1n 主梁跨端的水平彎矩為 m

13、cs= ps2a+fd2b=13583.8 nm 主梁跨端的水平剪切力為 fcs= pw2- nd2=0.5 pw2=2523n 設計計算書 主梁跨端總的水平剪切力為 fch= fch +fcs=8857.6n 小車在跨端時，主梁跨中水平彎矩與慣性載荷下的水平彎矩組合值較 小，不需計算。 2強度 需計算主梁跨中截面危險點的強度 （1）主腹板上邊緣點的應力 主腹板邊至軌頂距離為 hy=107+5=112mm 主腹板邊的局部壓力應為 m=32.22mpa 垂直彎矩產生的應力為 01= mxy/ix=58.4mpa 水平彎矩產生的應力為 02=myx1/iy=1.58mpa 慣性載荷與側向力對主梁產

14、生的軸向力較小且作用方向相反，應力很 小，故不計算 主梁上翼緣板的靜矩為 sy=1654800mm3 主腹板上邊的切應力為 =1.25mpa 該點的折算應力為 0=01+02=59.98mpa 設計計算書 z=0.5(l-b1) d1 gj fq l e gj d1 =02+m2-0m+32 =51.96 mpaii=259mpa 同理校核其他危險點，其應力也都小于許用應力 （2）主梁跨端的切應力 主梁跨端截面變小，為便與大，端梁連接，取腹板高度等于端梁 高度 hd=1300mm，跨端只需計算切應力 a) 主腹板。承受垂直剪力 fc及扭矩 tn1，故主腹板中點切應力 為 =37.13mpaii

15、=150mpa 副腹板中兩切應力反向，可不計算 b) 翼緣板。承受水平剪切力 fch及扭矩 tn1 =8.21mpaii=150mpa 主梁翼緣焊縫厚度取 hf=8mm。采用自動焊接，不需計算。 3主梁疲勞強度 橋架工作級別為 a5，應按載荷組合 i 計算主梁跨中的最大彎矩截面 的疲勞強度。 由于水平慣性載荷產生的應力小，為了計算簡明而忽略慣性應力。 求截面 e 的最大彎矩和最小彎矩，滿載小車位于跨中，則 mmax=mx=258663.9nm 空載小車位于右側跨端時左端支反力為 fr1=1/lp1（b+c2）+ p2c2=1636n mmin=mq+4fr1z=245844.2nm 設計計算書

16、 上圖主梁跨中最小彎矩計算 4主梁的穩(wěn)定性 （1） 整體穩(wěn)定性 主梁寬高比 h/b=1300/450=2.93 穩(wěn)定 （2）局部穩(wěn)定性 翼緣板 b0/0=350/16=21.87550 翼緣板最大外伸部分 be/0=42/8=5.25160 8 1300 除設置橫向加勁肋外，還需設置兩條縱向加勁肋，第一條設置在距腹 板受壓邊為 h1=175mm，h2=745mm，通常只驗算最上面的區(qū)格 i 的穩(wěn)定性。 1)中主腹板上區(qū)格 i 的穩(wěn)定性。區(qū)格兩邊正應力為 1=o1+o2=(101.2+5.9)mpa =107 mpa 2=o1 y1-330 +o2=65.2 y1-10 =o1 /2= 65.2

17、/107=0.61 0 1 設計計算書 (屬不均勻壓縮板) 區(qū)格 i 的歐拉應力為 b =18.6(100/b)2=18.6(1008/320)2 mpa=116.25 mpa (b=h1=320mm) 區(qū)格分別受 1、m和 用時的臨界壓應力為 1 c r =xke 嵌固系數 x=1.2, a=a/b=1600/32051 ,屈曲系數 k=8.4/+1.1=4.912, 則 1cr =1.24.912116.25 mpa = 685.2 mpa0.75b =176 mpa 需修正,則 1 c r=b (1b /5.31cr ) =235 (1235/5.3685.2) mpa =219.8 m

18、pa 腹板邊局部壓應力 m =50.57 mpa 壓力分布長 c =2hy +50 =2(134+10)+50mm = 338mm =a/b=53, 按 a= 3b 計算， = 3 = c/a = c/3b =338/3320 =0.352 區(qū)格 i 屬雙邊局部壓縮板，板的屈曲系數為 設計計算書 lm = 0.8(2 + 0.7/ a2 ) (1+/) = 0.8 (2 +0.7/32 ) (1+0.352/30.352 ) =2.128 mcr = xkme = 1.22.128116.25 mpa = 296.86 mpa 0.75e 需修正， 則 mcr =235 (1- 235/5.3

19、296.86 ) mpa = 200 mpa 區(qū)格平均切應力為 = fp / h0 +tn /2a0 =128960.8/1600(8+6) + 51645103/212123308mpa =8.42 mpa 由 = / = 1600/320 = 51, 板的屈曲系數為 k = 5.34 + 4/2 = 5.34 + 4/52 = 5.5 cr =x ke =1.25.5116.25 mpa =767.25 mpa 3cr = 3 767.25 mpa =1329 mpa 0.75 需修正，則 3cr = 235（1- 235/51329）mpa = 227.16 mpa cr = 227.1

20、6/3 mpa =131.15mpa 設計計算書 區(qū)格上邊緣的復合應力為 21 +2m 1m +32 = 1072+50.572-10750.57+38.422 mpa =93.85 mpa = / = 52,區(qū)格的臨界復合應力為 cr = 21 +2m 1m +32 + 2+2+2 cr1 1 4 1 cr x 1 1 4 3 mcr m cr = mpa 2 15.131 42 . 8 200 57.50 8 . 219 107 4 61. 03 8 . 219 107 4 61 . 0 1 85.93 2 =160 mpa = = mpa cr n cr 33 . 1 160 = 120

21、.3 mpa 21 +2m 1m +32 cr 區(qū)格的尺寸與相同，而應力較小，與上翼緣板頂緊以支承小車軌 道，間距 a1=400mm 2) 驗算跨中副腹板上區(qū)格的穩(wěn)定性。 副腹板上區(qū)格只受 1與 的作用。 區(qū)格兩的正應力為 1=01+02 1 223 x x = mpa 7 . 330 23 3 . 445 9 . 5 2 . 101x = mpa53. 72 .101 設計計算書 =108.7 mpa 2=01+02 10 330 1 1 y y 1 223 x x =(101.2x+7.53) mpa 10 6 . 783 330 6 . 783 =66.9 mpa 切應力 =- 0h f

22、p 02a tn = mpa 612123302 1051645 681600 8 . 1289603 xx x =2.2 mpa （很?。?區(qū)格的歐拉應力為 e =18.6 2 =18.6x2 mpa b 100 320 6100x =65.4 mpa =0.6151 1 2 7 . 108 9 . 66 (屬于不均勻壓縮板) =51 320 1600 k=4.898 1 . 1 4 . 8 715 . 1 4 . 8 1cr= xke=1.2x4.898x65.4 mpa =384.4 mpa 1cr0.75e 需要修正，則 1 c r =235mpa 4 . 3843 . 5 235 1

23、 x 設計計算書 =208 mpa =51, k=5.34+ 2 4 =5.34+=5.5 25 4 cr = xke =1.2x5.5x65.4 mpa =431.6 mpa cr =x431.6 mpa33 =747.55 mpa0.75e 需修正，則 cr =235 mpa3 55.7473 . 5 235 1 x =221 mpa cr = mpa=127.6 mpa 3 221 復合應力為 = mpa2231222 . 23 7 . 108x =108.77 mpa 2, 區(qū)格的臨界復合應力為5 cr = 22 22 1 11 1 4 3 4 1 3 crcrcr = mpa 22

24、6 . 127 2 . 2 208 7 . 108 4 615 . 0 3 208 7 . 108 4 615 . 0 1 77.108 =207.94 mpa =108.77 mpa2231 n cr 設計計算書 = mpa 33 . 1 94.207 =156.3 mpa 區(qū)格和跨端應力較小，不再計算 3) 加勁肋的確定，橫隔板厚度 =6mm,板中開孔尺寸為 340mmx1100mm. 翼緣板縱向加勁肋選用角鋼70x70x6,a=816mm2, x1=377700mm4 ， 縱向加勁肋以翼緣板厚度中線（1-1）的慣性矩為 z =x1+ae2 =x1+a(b+0.50-z0)2 =37770

25、0+816(70+0.5x10-19.5)2mm4 (x) =0.8m30 =0.8xx103mm4 =2.7453x106mm4 0 2 b 746 16002 x (x) （合格） 主、副腹板采用相同的縱向加勁肋60*63*5, a=614.3mm2, x1 =231700mm4 縱向加勁肋對主腹板厚度中線的慣性矩為 x = x1+ae=231700+614.3x49.62mm4=1742976mm4 (z) =(2.5-0.45)()23 0h 0h =(2.5-0.45x)()2 x83mm4 z 1600 1600 1600 1600 (x) =1.5h03=1.5x1600x83m

26、m4 =1228800mm4 x （合格） （二） 支腿計算 因此行車支腿上下截面是一樣的，故不用折算。 設計計算書 1載荷及內力 支腿平面內計算餓最不利工況是：滿載小車在主梁極限位置，起重 機不動或帶偏斜運行并制動， 支腿在門架平面和支腿平面同時受載，應按同一工況進行計算。 支腿承受的載荷有：結構重量，小車載荷，運行沖擊力，運行慣性力， 偏斜側向力。 （1）門架平面 l p f f fbfa a b c d 0.5l 受力如上圖所示 支反力 fa=p=26487n 2 1 fb=p=26487n 2 1 f= =4048.4n ）（ ）（ 3216 543 22 khl blp 彎矩 mc=

27、md=-fh=-32585.4nm mmax=397443.8nm d a mbl f ）（2 4 支腿頂部垂直彎矩 設計計算書 mdv= （2）支腿平面 由計算模型簡圖可得： fa=fb=p=26487n f=1972.3n ）（ 1 2 1 23 3 23 3 k i bh a b abkab i ph t t mc=md=faa-fhi=17.2nm mp=fad-fhi=17.2nm 2支腿強度與穩(wěn)定性 （1）強度 剛性支腿除承壓外，還在兩個剛架平面內承受彎矩，故為雙向 設計計算書 壓彎構件。支腿強度為： a.支腿頂部截面 （開始彎曲處） = td d y d x td a n i x

28、m i ym 支腿頂部截面慣性矩 b.支腿上法蘭截面 = f d y f x tf a n i xm i ym 設計計算書 支腿法蘭截面慣性矩 （2）穩(wěn)定性 1）整體穩(wěn)定性 支腿兩端與主梁、橫梁剛接構成空間剛架，計算 支腿穩(wěn)定性時，必須考慮主梁對支腿端部的約束影響。 空間剛架的支腿穩(wěn)定性計算十分復雜，為了簡化，可將空間剛 架分解成兩個相互垂直的平面剛架來計算，而忽略兩個平面剛 架之間的相互影響。 根據研究，各種剛架在失穩(wěn)事將發(fā)生對稱屈曲或反對稱屈曲， 除 u 形門架外，各種門架反對稱屈曲的穩(wěn)定性最差，最不利。 門架設計中考慮主梁橫梁對腿端的約束的影響，主要是根據剛 構件的剛度比 ri來確定支腿

29、的計算長度系數 1，從而求得支 腿的計算長度。 各種門架，支腿剛架的支腿，考慮腿端約束的計算長度系數 1可以查表得出。 設計計算書 這樣門架平面支腿的計算長度為 l0=1l1=27.54=15.08m 穩(wěn)定系數 =1 支腿穩(wěn)定性 = td d y d x td a n i xm i ym 2）局部穩(wěn)定性 由薄鋼板制成的固定截面箱形支腿，其截面受力是均勻壓應力。 所以比較穩(wěn)定。 （三） 上，下橫梁計算 1上橫梁 上橫梁由鋼板組成箱形截面，與支腿上部構成曲梁，它承受彎矩，扭 矩，剪力和軸向力的作用。但因其截面較大，強度和整體穩(wěn)定性一般都沒 問題，只要是驗算翼緣板和腹板的局部穩(wěn)定性。 整體的穩(wěn)定性

30、=1.793 穩(wěn)定 b h 420 753 局部穩(wěn)定 翼緣板=52.560 穩(wěn)定 0 0 b 8 420 腹板=92.125 大于 65，小于 130 因此，需設置隔板，根據情 0h 8 737 況需要，也可以調整。 2.下橫梁 整體的穩(wěn)定性 設計計算書 =1.933 穩(wěn)定 b h 270 523 局部穩(wěn)定 翼緣板=16.87560 穩(wěn)定 0 0 b 16 270 腹板=27.3 小于 65 因此，不需設置隔板，根據情況需要，也 0h 18 491 可以調整。 下橫梁在支腿法蘭座截面和跨中截面都產生彎矩，后者最大，在跨中 由支腿水平力對下橫梁引起的反向力矩將起減載的作用，下橫梁跨中 彎矩 mc

31、=frd = 2 0 b 21 2 014 2 hn b f s bf xd q 下橫梁的計算模型 （四）剛度計算 設計計算書 根據行業(yè)標準的要求，對于門式起重機結構，除了計算強度和穩(wěn)定性外， 還要驗算門架結構的靜態(tài)剛度和起重機的動態(tài)剛度。 1靜剛度 門架結構的靜剛度以滿載小車位于門架指定位置產生的靜撓度、水平位移 和慣性位移來表達。 （1）門架的垂直剛度 門架垂直靜剛度用垂直靜撓度表達。 對于具有兩側剛性支腿的門架，應按外部一次超靜定剛度來計算主梁 跨中的靜撓度，計算模型按門加受力圖。 滿載小車位于懸臂端極限位置產生的垂直靜撓度為 128 38 483264 3 48 2 333 y k k ei pl eik pl ei pl y ）（ ）（ 2門架水平慣性位移 滿載小車運行慣性力對超靜定門架頂部產生的慣性位移， xg 門架水平位移計算 設計計算書 12 12 2 ei kpxglh xg ）（ 3橋架水平慣性位移 滿載小車位于跨中時由大車運行起、制動對主梁跨中產生的慣性位 移， )3 8 5 ( 4848 2 223 s y h y h xl l ei lf ei lcp xs 4支腿剛架水平慣性位移 滿載小車位于支腿剛架處，物品高位懸掛，起重機運行起、制 動時支腿剛架頂部的